帶樓板雙槽鋼組合截面構(gòu)件抗震性能試驗研究

冉紅東 蔡洲鵬 馮俊翔

摘要：為研究帶鋼筋混凝土（RC）樓板雙槽鋼組合截面構(gòu)件的抗震性能，對4個帶 RC樓板試件進行了常軸力和往復(fù)彎曲共同作用下的擬靜力試驗，分析了填板間距、有無加勁肋和腹板高厚比等參數(shù)對試件抗震性能的影響.結(jié)果表明：各試件的滯回曲線較為飽滿，具有良好的耗能能力和延性;減小填板間距，對試件的承載力和剛度影響較小，但提高了試件的延性和耗能能力;試件 SJ3的峰值荷載和初始剛度比試件 SJ1的分別提高了28.42%和22.70%，說明在試件的塑性鉸區(qū)設(shè)置加勁肋可提高其承載力和剛度;試件 SJ4的峰值荷載、延性系數(shù)、初始剛度和累計耗能量比試件 SJ1的分別提高了33.88%、20.70%、27.40%和12.84%，說明減小腹板高厚比，可顯著改善試件的抗震性能.

關(guān)鍵詞：延性交錯桁架鋼框架;RC樓板;雙槽鋼組合截面構(gòu)件;擬靜力試驗;抗震性能中圖分類號：TU398.9;TU317.1? 文獻標志碼：A

Experimental Study on Seismic Behavior of Steel Double-channel Build-up Members with Slabs

RAN Hongdong1，2，CAI Zhoupeng1，F(xiàn)ENG Junxiang1

（1. School of Civil Engineering，Xi'an University of Architecture and Technology，Xi'an 710055，China;

2. Key Laboratory of Structural Engineering and Earthquake Resistance of Ministry of Education

（ Xi'an University of Architecture and Technology），Xi'an 710055，China）

Abstract：To investigate the seismic behaviour of the steel double-channel build-up member with reinforced concrete （RC） slab， quasi-static tests on four specimens with RC slabs were carried out under constant axially com ? pressive load and reversed cyclic bending. The effect of the stitch spacing， the stiffener in plastic hinge region and the web depth-thickness ratio on seismic behavior of the testing specimens was studied. The experimental results in? dicate that all hysteresis curves are stable， showing excellent energy dissipation capacity and ductility. With the de? creasing stitch spacing， the strength and stiffness of specimens change insignificantly， but the ductility and energy dissipation capacity can be improved. The peak bearing capacity and initial stiffness of Specimen SJ3 are 28.42% and 22.70% higher than that of Specimen SJ1， respectively， indicating that the strength and stiffness of specimens can be improved by setting stiffeners in the plastic hinge region. The peak bearing capacity， ductility coefficient， initial stiffness and cumulative energy dissipation of Specimen SJ4 are 33.88%， 20.70%， 27.40% and 12.84% higher than those of Specimen SJ1， respectively， indicating that the seismic performance of specimens can be significantly improved by reducing the web depth-thickness ratio.

Key words：special staggered truss framing system;reinforced concrete slab;steel double-channel built-up member;quasi-static test;seismic behavior

交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)體系高效、實用、經(jīng)濟，符合我國綠色建筑及建筑工業(yè)化發(fā)展趨勢，但應(yīng)用于高烈度區(qū)時，該體系存在的問題較為明顯[1].冉紅東等研究表明，混合式交錯桁架結(jié)構(gòu)在水平地震作用下，結(jié)構(gòu)破壞呈脆性，其耗能能力及延性性能均較差，為改善該結(jié)構(gòu)的抗震性能，提出了延性交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)的概念[2-3].

延性區(qū)段雙槽鋼組合 H 型截面和雙槽鋼組合箱型截面弦桿的試驗研究和有限元分析表明雙槽鋼組合截面構(gòu)件具有良好的抗震性能，可用于延性交錯桁架鋼框架中[4-5].此外，雙槽鋼組合截面構(gòu)件還可應(yīng)用于延性框桁架結(jié)構(gòu)中，Parra-montesinos、Jiansin? lapadamrong、Pekcan等對采用雙槽鋼組合截面弦桿的延性框桁架結(jié)構(gòu)進行了抗震性能以及減震設(shè)計等研究，但均未考慮樓板的影響[6-8].而實際工程中，延性區(qū)段弦桿與混凝土樓板通過抗剪件協(xié)同工作，在罕遇地震作用下延性段弦桿端部是否能按預(yù)期出現(xiàn)塑性鉸，從而實現(xiàn)基于性能的抗震設(shè)計目標，尚不明確.因此，對帶 RC 樓板的雙槽鋼組合截面構(gòu)件進行抗震性能試驗研究，具有理論意義及工程應(yīng)用價值.

《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）[9]規(guī)定：鋼框架梁上翼緣采用抗剪連接件與組合樓板連接時，可不驗算地震作用下的整體穩(wěn)定.該規(guī)定是針對多遇地震作用下的情況，是否適用于罕遇地震作用下的構(gòu)件驗算，尚不明確.《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》（GB 50017—2017）[10]規(guī)定：在塑性設(shè)計中，當工字鋼梁受拉的上翼緣有樓板或剛性鋪板與鋼梁可靠連接時，形成塑性鉸的截面應(yīng)限制其長細比或采取措施防止受壓下翼緣發(fā)生側(cè)向屈曲.這些規(guī)定是否適用于延性交錯桁架鋼框架的雙槽鋼組合截面弦桿也需進一步研究.

國內(nèi)外學(xué)者已針對帶樓板的構(gòu)件[11]、節(jié)點[12-14]及框架[15-17]等開展了大量研究.首先，帶 RC 樓板的鋼與混凝土組合連梁和鋼筋混凝土連梁的擬靜力試驗研究表明，樓板的存在提高了連梁的承載力，使滯回曲線更加飽滿;其次，帶 RC樓板的鋼框架節(jié)點和

鋼管混凝土柱與鋼梁組合節(jié)點抗震性能的研究表明，樓板的存在提高了節(jié)點的剛度和承載力，同時樓板與鋼梁的組合會使得鋼梁中和軸向樓板一側(cè)移動，遠離樓板的下翼緣應(yīng)變顯著增大，可能導(dǎo)致下翼緣過早斷裂;最后，對帶 RC 樓板的框架結(jié)構(gòu)的抗震性能研究表明，樓板的存在可提高結(jié)構(gòu)的承載力、剛度和耗能能力.綜上所述，與無樓板構(gòu)件相比，帶樓板構(gòu)件具有更大的承載力、剛度和耗能能力，同時鮮有學(xué)者對帶樓板的雙槽鋼組合截面構(gòu)件的抗震性能進行研究.

基于以上背景，本文對4個帶 RC樓板的雙槽鋼組合截面試件進行了低周往復(fù)加載試驗，通過研究填板間距、有無加勁肋和腹板高厚比等因素對其抗震性能的影響，為雙槽鋼組合截面構(gòu)件在延性交錯桁架鋼框架結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用提供理論依據(jù)和試驗資料.

1試驗概述

1.1試件設(shè)計與制作

根據(jù)罕遇地震作用下延性交錯桁架延性區(qū)段端部形成塑性鉸、跨中形成反彎點的特點，取延性區(qū)段端部至跨中反彎點之間的桿件為本試驗試件.由于延性區(qū)段端部剛度較大，取為固定端，而反彎點處取為自由端，如圖1所示.為研究填板間距、有無加勁肋和腹板高厚比對構(gòu)件抗震性能的影響，共設(shè)計4個足尺帶 RC樓板的雙槽鋼組合截面試件，試件編號及設(shè)計參數(shù)見表1，試件幾何尺寸和剖面圖見圖2.

槽鋼采用[25a 和[25b 熱軋槽鋼，材質(zhì)為 Q235B，長1400 mm，兩個槽鋼通過節(jié)點板和填板拼接并對接焊于地梁上.RC 樓板厚度為120 mm，寬度根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》（GB 50017—2017）[10]中關(guān)于鋼筋混凝土樓板有效寬度的規(guī)定計算，取1000 mm，混凝土強度等級為 C30.板內(nèi)鋼筋均采用 HPB300熱軋鋼筋，混凝土保護層厚度為20 mm.根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》（ GB 50010—2015）[18]計算出0.24%的最小配筋率，取樓板內(nèi)縱向受拉配筋為Φ10@125，橫向分布鋼筋為Φ8@150.根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》（ GB 50017—2017）[10]中關(guān)于抗剪連接件的計算和相關(guān)構(gòu)造要求，確定 RC 樓板與槽鋼之間布置Φ16×100栓釘作為抗剪連接件，且栓釘規(guī)格和性質(zhì)符合《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》（GB/T 10433—2002）[19]的規(guī)定，從而保證樓板與槽鋼共同工作.槽鋼和鋼筋的材性試驗結(jié)果見表2和表3，表中數(shù)據(jù)均為每組3個拉伸試樣所得結(jié)果的平均值.

在試件制作過程中，首先將栓釘和縱向受拉鋼筋分別焊接到槽鋼和地梁上，分布鋼筋綁扎到縱向鋼筋上形成鋼筋網(wǎng)，如圖3所示;然后，在鋼筋上粘貼應(yīng)變片，用環(huán)氧樹脂膠進行密封處理，并在導(dǎo)線上編號;最后，支模并澆筑 C30混凝土，澆筑時預(yù)留邊長為100 mm×100 mm×100 mm 的混凝土立方體試塊和100 mm×100 mm×300 mm 的長方體試塊，與試件在同等條件下養(yǎng)護.實測混凝土的立方體抗壓強度為35.70 MPa，彈性模量為29799 MPa.

1.2 加載方案

試驗在西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震實驗室完成，試驗裝置如圖4所示.通過錨栓、壓梁和試件兩端的抗剪件將地梁固定在試驗臺上，以模擬構(gòu)件的固定端約束.已有研究表明[2，20]，交錯桁架在彈塑性階段跨中空腹節(jié)間弦桿軸壓比相對較小，其最大值不超過0.2，考慮到構(gòu)件最不利受力情況，故取試件軸壓比為0.2.加載時，首先由豎向液壓千斤頂施加軸壓比為0.2的常軸力;然后由 MTS 電液伺服作動器在距試件自由端200 mm 處施加水平荷載，水平荷載按照《建筑抗震試驗規(guī)程》（JGJ /T 101—2015）[21]規(guī)定的荷載-位移控制加載制度施加，如圖5所示.試件屈服前按荷載控制，每級循環(huán)一周;屈服后按位移控制，每級循環(huán)三周，直至試件破壞停止加載.當荷載-位移曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折或應(yīng)變片讀數(shù)達到屈服應(yīng)變時，即認為試件屈服.當出現(xiàn)以下任一現(xiàn)象時，即認為試件破壞：1）荷載下降為峰值荷載85%以下;2）試件出現(xiàn)過大變形;3）試件出現(xiàn)明顯斷裂.

1.3 測量方案

試件自由端的水平反力通過電液伺服作動器內(nèi)置的力傳感器測量.在試件加載端和地梁一端布置位移計，分別用于測量加載點位移和監(jiān)測地梁與地面的滑移.根據(jù)有限元預(yù)分析結(jié)果，各試件塑性鉸位于節(jié)點板上方約100 mm 處，故在該位置布置應(yīng)變片觀測槽鋼的應(yīng)力及應(yīng)變變化.在樓板內(nèi)的縱向鋼筋和樓板表面布置應(yīng)變片，分別用于測量縱向鋼筋和樓板的應(yīng)力及應(yīng)變變化.位移計及應(yīng)變片布置見圖6、圖7.

2試驗現(xiàn)象及破壞模式

為便于描述，規(guī)定以推為正向加載，拉為負向加載.同時規(guī)定遠離樓板一側(cè)翼緣為下翼緣，和樓板連接一側(cè)翼緣為上翼緣.

首先在試件自由端施加常軸力，然后在距試件自由端200 mm 處施加往復(fù)水平荷載.試件屈服前，以試件自由端力控制加載，所加力依次為50 kN、100 kN，每級循環(huán)一周.該加載階段，滯回曲線基本呈線性，槽鋼無明顯變形，混凝土樓板也無明顯裂縫出現(xiàn).在位移控制加載階段，各試件的 RC 樓板的試驗現(xiàn)象基本一致.加載初期，樓板出現(xiàn)了一些橫向和豎向裂紋，加載后期節(jié)點板附近的樓板表面出現(xiàn)斜裂縫，最終地梁附近的樓板底部被壓碎，混凝土脫落（圖8（d2））.試驗現(xiàn)象以及試件破壞模式見表4.圖8為各試件的局部及整體破壞形態(tài).

根據(jù)表4和圖8，可得出以下結(jié)論：

1）根據(jù)圖8中試件的整體破壞形態(tài)可知，試件 SJ1和試件 SJ4由于填板間距較大，發(fā)生了較為嚴重的單肢失穩(wěn)現(xiàn)象.由于樓板約束了上翼緣的平面外變形，試件未出現(xiàn)平面外失穩(wěn)現(xiàn)象.《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）[9]中關(guān)于鋼框架梁上翼緣采用抗剪連接件與組合樓板連接時可不驗算地震作用下的整體穩(wěn)定的規(guī)定可用于雙槽鋼組合截面構(gòu)件的塑性設(shè)計.

2）在整個試驗過程中，未見栓釘和樓板之間產(chǎn)生滑移現(xiàn)象，說明根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》（GB 50017—2017）[10]和《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》（GB/T10433—2002）[19]設(shè)計的栓釘，能夠滿足完全抗剪連接要求.

3）試件的破壞模式主要有單肢失穩(wěn)、翼緣斷裂和局部屈曲.試件未出現(xiàn)畸變屈曲，故無需按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》（GB 50017—2017）[10]中關(guān)于塑性設(shè)計的規(guī)定，限制帶 RC 樓板雙槽鋼組合截面構(gòu)件的長細比或采取措施防止下翼緣的側(cè)向屈曲.

4）減小填板間距，可有效防止單肢失穩(wěn)，使雙肢更好地共同工作.在試件的塑性鉸區(qū)增設(shè)加勁肋，可有效限制腹板和翼緣的局部屈曲，但局部剛度過大，會導(dǎo)致翼緣和腹板發(fā)生更為嚴重的斷裂破壞.減小腹板高厚比，可防止由于腹板首先出現(xiàn)裂縫進而導(dǎo)致翼緣斷裂的現(xiàn)象.同時，腹板厚度的增加也能更好地約束翼緣，減小翼緣和腹板的屈曲變形.

3試驗結(jié)果及其分析

3.1 滯回曲線

各試件的彎矩-轉(zhuǎn)角滯回曲線如圖9所示.由圖9可知，試件 SJ1、SJ2和 SJ4的滯回曲線形狀相似，其滯回曲線均較為飽滿，只有輕微的“捏縮”現(xiàn)象.試件 SJ3由于槽鋼翼緣在轉(zhuǎn)角為0.033 rad 時就出現(xiàn)撕裂現(xiàn)象，隨后便發(fā)生嚴重的斷裂現(xiàn)象，導(dǎo)致其滯回環(huán)相對較小，后期承載力下降較快，滯回曲線與其他試件的有較大差異，但滯回曲線仍較為飽滿.所有試件的滯回曲線均不對稱，正向滯回性能明顯優(yōu)于負向滯回性能，這是由于鋼筋混凝土樓板的存在，提高了構(gòu)件的正向承載力和剛度.各試件的滯回曲線均較為飽滿，說明帶樓板雙槽鋼組合截面構(gòu)件的耗能能力和延性較好.

3.2 骨架曲線

圖10（a）～（c）分別所示填板間距、有無加勁肋和腹板高厚比對試件骨架曲線的影響.所有試件在屈服點、峰值點和極限點對應(yīng)的彎矩和轉(zhuǎn)角以及轉(zhuǎn)角延性系數(shù)如表5所示，其中，屈服點根據(jù)文獻[4]中采用的“通用屈服彎矩法”來確定，轉(zhuǎn)角位移延性系數(shù)為極限轉(zhuǎn)角與屈服轉(zhuǎn)角的比值.表中還給出了按《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》（GB 50017—2017）[10]中關(guān)于完全抗剪連接組合梁受彎承載力的相關(guān)規(guī)定計算得到的各試件塑性抗彎承載力及規(guī)范計算結(jié)果與試驗結(jié)果的比值.根據(jù)圖10和表5，可以得出以下結(jié)論：

1）圖10（a）給出了試件 SJ1與試件 SJ2的骨架曲線對比圖.結(jié)合表5可知，在整個加載過程中，試件 SJ1和試件 SJ2的骨架曲線基本重合，說明減小填板間距，對構(gòu)件的承載力和剛度影響較小.當試件 SJ1加載至轉(zhuǎn)角為0.0467 rad 時，由于節(jié)點板與槽鋼連接焊縫處腹板出現(xiàn)裂縫，導(dǎo)致其骨架曲線出現(xiàn)突降.雖然試件 SJ1和試件 SJ2的承載力和剛度相差不大，但試件 SJ2的平均轉(zhuǎn)角延性系數(shù)比試件 SJ1的提高了21.75%，表明減小填板間距可以提高構(gòu)件的延性.

2）圖10（b）給出了試件 SJ1與試件 SJ3的骨架曲線對比圖.結(jié)合表5可知，負向加載時，試件 SJ3的骨架曲線明顯高于試件 SJ1，試件 SJ3的屈服荷載、峰值荷載和極限荷載相比試件 SJ1的分別提高了21.04%、28.42%和28.43%，表明在塑性鉸區(qū)域設(shè)置加勁肋可以顯著提高負向承載力.正向加載初期，試件 SJ1和試件 SJ3的骨架曲線基本重合，當正向加載至0.0333 rad 時，由于節(jié)點板與槽鋼連接焊縫上方翼緣出現(xiàn)撕裂，導(dǎo)致其承載力和剛度開始出現(xiàn)顯著下降.同時，翼緣和腹板的過早開裂，也導(dǎo)致試件 SJ3的平均轉(zhuǎn)角延性系數(shù)比試件 SJ1的降低了7.14%.

3）圖10（c）給出了試件 SJ1與試件 SJ4的骨架曲線對比圖.結(jié)合表5可知，正向加載時，試件 SJ4的骨架曲線略高于試件 SJ1.負向加載時，試件 SJ4的骨架曲線明顯高于試件 SJ1，其屈服荷載、峰值荷載和極限荷相比試件 SJ1的分別提高了18.40%、33.88%和33.88%.同時，試件 SJ4的平均轉(zhuǎn)角延性系數(shù)比試件 SJ1的提高了20.70%，表明減小構(gòu)件的腹板高厚比，可顯著改善構(gòu)件的抗震性能，提高其承載力和延性.

4）由表5可知，按規(guī)范計算所得試件截面塑性抗彎承載力與試驗結(jié)果的比值為1.45～1.88，因此，按規(guī)范中完全抗剪連接組合梁受彎承載力的相關(guān)規(guī)定計算得到的帶 RC 樓板雙槽鋼組合截面構(gòu)件的塑性抗彎承載力過于保守，不利于實現(xiàn)基于性能的抗震設(shè)計目標.同時規(guī)范公式也未考慮到在塑性鉸區(qū)增設(shè)加勁肋以及增加腹板高厚比對構(gòu)件負向塑性抗彎承載力有顯著提高.

綜上所述，填板間距對構(gòu)件的承載力影響不大，但減小填板間距，可以提高構(gòu)件的延性.在塑性鉸區(qū)設(shè)置加勁肋和腹板高厚比對構(gòu)件的承載力和延性影響較大.

3.3 剛度退化

采用同級位移下的平均環(huán)線剛度來表征各試件的剛度退化情況，圖11為各試件的剛度退化曲線.由圖11可知，由于樓板的存在，所有試件的正向加載剛度明顯高于其負向加載剛度.正向加載時，各試件的剛度退化曲線基本重合，而試件 SJ3由于翼緣和腹板的開裂，導(dǎo)致剛度退化速率在轉(zhuǎn)角為0.0333 rad 時加快.負向加載時，試件 SJ2、SJ3和 SJ4的初始剛度比試件 SJ1的分別提高了17.20%、22.70%和27.40%，且在整個加載過程中，試件 SJ3和 SJ4的剛度均大于試件 SJ1的.因此，填板間距、在塑性鉸區(qū)增設(shè)加勁肋和腹板高厚比對構(gòu)件的正向加載剛度基本無影響，但減小填板間距可提高構(gòu)件負向加載剛度，而增設(shè)加勁肋和減小腹板高厚比可顯著提高構(gòu)件負向加載剛度.

3.4 耗能能力

本文通過累計耗能量來分析和對比各試件的耗能能力，各試件的累計耗能量如圖12所示.由圖12可知，當轉(zhuǎn)角較小時，各試件的累計耗能量基本一致;隨著轉(zhuǎn)角的增大，試件 SJ2和試件 SJ4的累計耗能量相比試件 SJ1的越來越大.試件 SJ3由于槽鋼翼緣出現(xiàn)嚴重破壞，其累計耗能量在轉(zhuǎn)角為0.0400 rad 時開始小于試件 SJ1.因為試件 SJ3在轉(zhuǎn)角為0.0467 rad 時，已經(jīng)不能繼續(xù)加載，故取此時的累計耗能量進行定量比較.在轉(zhuǎn)角為0.0467 rad 時，試件 SJ2和試件 SJ4的累計耗能量比試件 SJ1的分別提高了8.70%和12.84%，而試件 SJ3的累計耗能量比試件 SJ1的下降了23.85%.

綜上所述，減小填板間距和腹板高厚比能夠顯著提高構(gòu)件的耗能能力，而在塑性鉸區(qū)增設(shè)加勁肋，可能導(dǎo)致該區(qū)域的槽鋼翼緣出現(xiàn)嚴重的斷裂現(xiàn)象，使其耗能能力出現(xiàn)顯著下降.本次試驗中，在試件 SJ3的塑性鉸區(qū)共設(shè)置了4對加勁肋，導(dǎo)致該區(qū)域的剛度過大，在相同變形的情況下，翼緣受到了更大的拉力，從而提前發(fā)生斷裂.由圖12可知，在試件 SJ3發(fā)生翼緣斷裂之前，其累計耗能量大于試件 SJ1，所以合理地設(shè)置加勁肋，可提高構(gòu)件的耗能能力.

3.5 塑性鉸區(qū)受力分析

選取典型試件 SJ2和試件 SJ4進行試件塑性鉸區(qū)受力分析.根據(jù)有限元預(yù)分析結(jié)果，各試件塑性鉸位于節(jié)點板上方約100 mm 處，故在該位置布置了10個應(yīng)變片（圖6）.取試件在各級加載的第一循環(huán)峰值位移處的應(yīng)變，分析在常軸力和往復(fù)彎曲作用下試件塑性鉸區(qū)的應(yīng)變規(guī)律，其應(yīng)變變化如圖13所示，圖中橫坐標表示應(yīng)變片到雙槽鋼構(gòu)件截面中性軸的距離，縱坐標表示應(yīng)變片讀數(shù).由圖13可知，在加載初期，試件處于彈性階段，各個位置處的應(yīng)變值變化不大.隨著試件加載位移的增大，各個位置的應(yīng)變值開始產(chǎn)生較大波動，整個截面逐漸進入塑性狀態(tài)，形成塑性鉸.試件 SJ2的應(yīng)變片5和應(yīng)變片9的值相對較大，試件 SJ4的應(yīng)變片4和應(yīng)變片10的值相對較大，這些應(yīng)變片均分布在構(gòu)件節(jié)點板上方下翼緣槽鋼轉(zhuǎn)角附近，因為該位置的應(yīng)變較大，所以試件易在此處產(chǎn)生撕裂，從而導(dǎo)致試件 SJ 和試件 SJ3的翼緣斷裂破壞現(xiàn)象出現(xiàn).試件 SJ2和試件 SJ4的應(yīng)變片1的值均較大，即在構(gòu)件上翼緣產(chǎn)生了較大的壓應(yīng)變，所以導(dǎo)致試件 SJ4的上翼緣出現(xiàn)了局部屈曲.

4抗震設(shè)計建議

根據(jù)4個帶 RC 樓板雙槽鋼組合截面構(gòu)件的低周往復(fù)加載試驗和分析，提出以下抗震設(shè)計建議以供參考：

1）為使構(gòu)件雙肢更好地共同工作，防止單肢失穩(wěn)，建議構(gòu)件的填板間距取為20i.

2）為提高構(gòu)件的承載力和耗能能力，可在構(gòu)件塑性鉸區(qū)合理增設(shè)加勁肋或選用腹板高厚比較小的槽鋼.

3）帶 RC 樓板雙槽鋼組合截面構(gòu)件的破壞模式主要有單肢失穩(wěn)、翼緣斷裂和局部屈曲.試件未出現(xiàn)畸變屈曲，故無需按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》（GB 50017—2017）[10]中關(guān)于塑性設(shè)計的規(guī)定，限制帶 RC 樓板雙槽鋼組合截面構(gòu)件的長細比或采取措施防止下翼緣的側(cè)向屈曲.

4）《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》（GB 50011—2010）[9]中關(guān)于鋼框架梁上翼緣采用抗剪連接件與組合樓板連接時可不驗算地震作用下的整體穩(wěn)定的規(guī)定可用于雙槽鋼組合截面構(gòu)件的塑性設(shè)計.

5）根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標準》（GB 50017—2017）[10] 和《電弧螺柱焊用圓柱頭焊釘》（GB/T 10433—2002）[19]設(shè)計的栓釘，可保證樓板與槽鋼共同工作，滿足完全抗剪連接要求.

5結(jié)論

本文對4個帶 RC 樓板試件進行了常軸力和往復(fù)彎曲共同作用下的擬靜力試驗，研究了填板間距、有無加勁肋和腹板高厚比等參數(shù)對試件抗震性能的影響，通過分析，得到以下結(jié)論：

1）所有試件的滯回曲線均較為飽滿，只有輕微的“捏縮”現(xiàn)象，表明其具有良好的耗能能力和延性.

2）填板間距對構(gòu)件的承載力和剛度影響較小，但試件 SJ2的平均轉(zhuǎn)角延性系數(shù)和累計耗能量比試件 SJ1的分別提高了21.75%和8.70%，說明減小填板間距可以提高構(gòu)件的延性和耗能能力.

3）在構(gòu)件塑性鉸區(qū)域設(shè)置加勁肋可提高構(gòu)件負向加載時的承載力和剛度，但由于翼緣和腹板過早產(chǎn)生裂縫，試件正向加載性能及耗能能力有所下降，說明合理的加勁肋設(shè)置可以有效改善構(gòu)件的抗震性能.

4）腹板高厚比對構(gòu)件的抗震性能影響較大，試件 SJ4的峰值荷載、延性系數(shù)、初始剛度和累計耗能量相比試件 SJ1的分別提高了33.88%、20.70%、27.40%和12.84%，說明減小腹板高厚比，可顯著改善構(gòu)件的抗震性能.

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